乙醇汽油点燃压燃模式颗粒物排放特性试验

刘尚，范钦灏，王巍，张昊，肖建华，王志

(清华大学 汽车安全与节能国家重点实验室，北京 100084)

近年来，乘用车保有量迅速提高导致能源与环境问题日益严峻，汽油机作为乘用车的主要动力源，实现其高效清洁燃烧对实现2030 年“碳达峰”及2060年“碳中和”的目标至关重要.

均质混合气压缩着火(HCCI)是一种快速放热的燃烧模式，燃烧等容度高，但其着火难控制、燃烧速率难控制以及负荷低，难以实现产业化应用.为了解决汽油机中压燃不可控的问题，研究者们尝试了不同的燃烧模式，如汽油部分预混压燃(PPCI)[1]、燃料活性控制压燃(RCCI)等[2]，这些燃烧模式利用浓度或活性分层来调控汽油机缸内自燃与火焰传播的放热比例，以此来实现对自燃过程化学反应速率的控制[2]；
为了解决HCCI 燃烧不稳定、中高负荷易爆震的问题，点燃压燃(SICI)技术成为可控压缩着火的研究热点，火花点火引发的火焰传播可以避免压燃失火[3]，拓展HCCI 负荷范围，同时利用火花点火能够实现对燃烧相位的调控[4].Wang等[5]在光学机中对SICI 的燃烧过程进行了试验分析，揭示了SICI 模式的多阶段燃烧过程—缸内火花点火引发SICI 第一阶段的火焰传播过程，火焰传播对缸内未燃气体起到压缩加热作用，引发第二阶段末端混合气自燃.但前期SICI 的研究主要为了点燃(SI)和HCCI 模式的平顺切换，减少发动机运行时的不稳定性[5].随着马自达SKYACTIV-X 发动机量产，SICI 作为独立的燃烧模式逐渐成为国内外的研究热点.基于该模式，陈锐等[6]研究了喷油策略对其燃烧特性的影响，结果表明：二次喷射策略在燃烧室内形成的混合气浓度分层对SICI 燃烧有良好的爆震抑制效果；
Zhou等[7-8]基于废气再循环(EGR)、米勒循环和多次喷射等开展了有关SICI 爆震抑制策略的研究.

乙醇作为一种含氧量高、辛烷值高及与汽油互溶性好的可再生燃料，受到世界各国的日益重视.作为一种碳中性燃料[9]，其制备工艺成熟，原料来源广泛，是未来最有可能得到大规模应用的清洁燃料之一.目前，中国的多个省份将乙醇作为汽油辛烷值添加剂进行推广[10].

颗粒物排放控制是目前汽油机排放控制的重点，随着国Ⅵ排放法规推行，汽油机的颗粒物数量(PN)排放受到严格限制，乙醇燃料的高蒸发焓特性与汽油缸内直喷(GDI)技术结合能够有效降低缸内温度，降低爆震倾向，提高充量系数，改善汽油机动力性，但高蒸发焓特性使得缸内混合气分布不均匀，可能导致GDI 汽油机PN 排放的大幅增加.因此，探究乙醇汽油在GDI 汽油机中的PN 排放及其粒径分布特性，对满足乘用车新一阶段排放法规具有重要意义.Price等[11]对比了不同比例的乙醇汽油对PN 排放特性的影响，结果表明：乙醇会导致核态PN 排放比重增加但PN 排放总浓度降低；
杨竞等[12]在不同EGR 率下研究了乙醇对GDI 汽油机燃烧和排放的影响，结果表明：乙醇促进了EGR 氛围下的火焰传播并降低了PN 排放；
Iorio等[13]研究了汽油掺混乙醇对PN 排放及其粒径分布的影响，结果表明：向汽油中添加乙醇会导致PN 排放从以凝聚态为主的单峰分布向核态、凝聚态双峰分布转变，PN 排放有所恶化，该现象在分层燃烧时加剧；
Chen等[14]研究表明，混合气不均匀程度增加是导致乙醇汽油PN 排放增加的主要原因.由上可知，汽油掺混乙醇对GDI 汽油机的PN 排放及其粒径分布的影响较为复杂，没有统一性结论[15-16]，但在燃烧室内燃料预混良好且无爆震的条件下，对于传统点燃式GDI 汽油机，掺混乙醇后其PN 排放随乙醇掺混比的增加而显著降低，核态PN 排放比重增加.而HCCI 模式并不具有降低PN排放的优势[17]，相关研究结果也表明HCCI 模式下掺混乙醇对PN 排放的影响不明显[18].

目前，有关SICI 燃烧模式的研究主要集中于燃烧相位调控、爆震抑制等方面，鲜有对其排放尤其是颗粒物排放的研究，同时SICI 两阶段燃烧导致其PN排放随外界条件变化的规律更为复杂.基于此，笔者针对乙醇汽油SICI 模式中、小负荷工况，重点开展PN 排放特性的试验，研究了乙醇掺混比例、爆震强度、空气稀释及EGR 率对乙醇汽油SICI 模式PN 排放及其粒径分布的影响，旨在为乙醇汽油SICI 模式颗粒物排放控制提供参考.

试验在一台直列、四冲程1.5 L 的GDI 汽油机上进行，该汽油机的主要技术参数如表1 所示，试验台架示意如图1 所示.

图1 试验台架示意Fig.1 Schematic of the experimental setup

表1 发动机主要技术参数Tab.1 Engine specifications

发动机通过电控单元(ECU)进行节气门开度、喷油时刻、过量空气系数ϕa和EGR 率等的精确控制；
缸压信号由Kistler 6115C 型缸压传感器采集，并通过Kistler KiBox 燃烧分析仪进行实时分析，每一工况下缸压及瞬时放热率连续采集200 个循环；
台架配备有凯迈CJ160 电力测功机，能够实现发动机转速的精确控制；
使用AVL AMA i60 多组分气体分析仪测量气体排放；
由DMS500 快速微粒频谱仪采集PN排放及其粒径分布，每一工况以10 Hz 采样频率连续采集600 个以上数据点.表2 为主要试验设备.

表2 试验仪器设备Tab.2 Experimental instruments

为了实现SICI 稳定的两阶段燃烧，采用了进气加热策略，控制进气温度为50 ℃，试验中采用两次喷射策略，两次喷射的质量比为5∶2，具体控制策略如表3 所示.

表3 试验控制策略Tab.3 Experimental control strategies

试验所用基础燃料为80 号和70 号汽油，70 号汽油由直馏石脑油调配而成，80 号汽油与70 号汽油相比增加了催化裂化与重整工艺，燃料的不饱和度有所提高.70 号汽油分别掺混 5%(RON70E5)、10%(RON70E10)及15%(RON70E15)体积分数的乙醇，燃料的详细特性如表4 所示.根据相关研究[19]中提出的乙醇汽油的辛烷值预测方法，乙醇掺混比从小到大的3 种乙醇汽油辛烷值分别约为75、80 和95.

表4 燃料详细特性Tab.4 Detailed fuel properties

为了精确地描述SICI 模式的燃烧过程，需对其自燃时刻进行定义.根据Azimov等[20]的研究，利用缸内放热率二阶导数的第一个极大值点作为自燃时刻，如图 2 所示.该工况下自燃时刻为 2.5° CA ATDC，火焰放热占比为35.42%，压燃放热占比为64.58%，CA 50 定义为累积放热率达到总放热量50%时所对应的曲轴转角，相关定义见图2.

图2 燃烧参数定义Fig.2 Definition of combustion parameters

爆震强度(knock intensity，KI)通过高通滤波后压力随时间的积分进行计算，积分区间为-30° CA ATDC 至60° CA ATDC.其计算公式为

式中：pfilter为高通滤波后的压力，根据缸径计算所得一阶振荡频率[21]为 6.5 kHz，截止频率设置为6 kHz.

2.1 KI对SICI模式下乙醇汽油燃烧特性的影响

试验中发动机转速固定为1 500 r/min，控制进气温度为50 ℃，平均有效压力(BMEP)为0.5 MPa.图3 示出了无EGR及ϕa为1.0、1.2 和1.4 工况点的最大压力振荡幅值(MAPO)随KI 变化的分布.随着KI 增大，MAPO 增大.SICI 作为一种存在自燃的快速燃烧模式，其爆震阈值应大于SI 模式.相关研究结果表明，SI 模式无爆震燃烧时满足MAPO≤0.1 MPa，SICI 模式无爆震燃烧时满足MAPO≤0.2 MPa[6].图3a 为不同燃料试验工况下 MAPO＞0.1 MPa 和MAPO＞0.2 MPa 循环的占比；
图3b 示出了不同燃料MAPO 随KI 变化的分布规律.将MAPO＞0.2 MPa的循环作为爆震循环，爆震循环占比大于10%的工况作为爆震工况，其200 个循环对应的平均MAPO为0.1 MPa，此时KI 为0.5 MPa·° CA.

图3 MAPO随KI变化的分布Fig.3 MAPO distribution with KI variation

图4为ϕa＝1.0、BMEP＝0.5 MPa 工况RON70E5燃料在不同点火控制角下的缸内压力和瞬时放热率曲线.随着点火提前，燃烧相位整体提前，压力曲线逐渐出现明显振荡，且伴随着放热率峰值的提高.推迟点火会造成压缩上止点附近缸内温度与压力降低，末端混合气滞燃期增大，进而导致参与自燃阶段放热的燃料减少，在瞬时放热率曲线中表现为第二阶段放热特征的逐渐减弱甚至消失.这说明点火的过度推迟会导致末端混合气自燃倾向减弱，使得SICI 两阶段燃烧模式逐渐向SI 单一火焰传播燃烧模式转变，同时在试验中观察到循环波动率增大.

图4 点火控制角对缸内压力和放热率的影响Fig.4 Effects of ignition control timing on in-cylinder pressure and heat release rate

图5 为点火控制角对RON70E5 及RON70E10两种燃料KI 及CA 50 的影响.在不同ϕa条件下，随着点火提前，KI 增大，CA 50 提前；
随着ϕa增加，同一点火控制角下，KI 减小，CA 50 滞后.这是因为提前点火导致放热始点提前，在上止点附近缸内温度与压力更高，末端混合气更易自燃，进而导致第二阶段燃烧加剧，爆震强度增大.同时，提前点火导致放热过程整体靠前，CA 50 随之提前；
而空气稀释则会降低火焰传播速度并延长末端混合气的滞燃期，导致KI降低和CA 50 滞后.

图5 点火控制角对KI及CA 50的影响Fig.5 Effects of ignition control timing on KI and CA 50

图6为ϕa＝1.0、BMEP＝0.5 MPa 工况下KI 对SICI 模式下不同燃料气态排放的影响.随着KI 增大，NOx排放几乎呈线性增加，且随着燃料中乙醇体积分数的增加而增大.较大的KI 意味着更高的缸内燃烧温度，导致NOx排放较高；
添加乙醇促进了SICI第一阶段的火焰传播，火焰温度升高，使得缸内燃烧温度升高，促进了NOx的生成.CO 排放与NOx排放有着相同的变化趋势，过于提前点火导致燃烧相位提前，排气温度降低，不利于CO 的后期氧化.

图6 KI对不同燃料气态排放的影响Fig.6 Effects of KI on gaseous emissions of different fuels

随着KI 增大，HC 排放降低，且乙醇体积分数较高的燃料在高KI 工况下体现出降HC 排放的优势.在自燃较弱时，燃烧模式趋向于温和的预混火焰传播，随着乙醇体积分数增加，燃料活性降低，汽化潜热增大，使得壁面的淬熄效应和狭隙效应有所增强，因而HC 排放较高，此时掺混高比例乙醇无法体现出其氧化作用；
而自燃较为强烈时，轻微爆震能够破坏壁面附近的淬熄层，同时KI 增加将会伴随燃烧相位的提前，燃烧温度升高，促进了初期的火焰传播和后期的末端混合气自燃，淬熄效应和狭隙效应有所减弱，这些均会导致HC 排放的降低.高温下乙醇活性会急剧提高[22-23]，此时乙醇对HC 的氧化作用会随着爆震强度的提高逐渐增强，使得RON70E15 燃料在高KI 工况下HC 排放大幅降低.

2.2 空气稀释对SICI模式乙醇汽油PN排放的影响

图7 为n＝1 500 r/min、BMEP＝0.5 MPa 工况不同燃料分别在不同ϕa条件下的PN 排放.随着混合气变稀，PN 排放逐渐减小，ϕa＝1.4 工况下的PN 排放约为当量比工况下的1/3.过量的O2加剧了碳烟前驱物多环芳烃(PAHs)的氧化，对碳烟颗粒的生长也起到了较强的抑制作用，导致PN 排放降低；
同时较低的缸内燃烧温度也会使得燃料热解作用减弱，降低了HC 向PAHs 转化的倾向.不同燃料的PN 排放与KI均呈现出正相关关系，KI 较大时，缸内的燃烧温度较高，有利于碳氢燃料的裂解，PAHs 产率增大；
同时，末端强烈自燃造成的压力振荡会破坏壁面油膜，壁面附近会形成高温缺氧的扩散燃烧，导致PN 排放大幅升高.ϕa不同时，同一爆震强度下RON80 的PN 排放始终最高，碳烟的形成主要经历PAHs 的形成和颗粒的成核与生长两个阶段，RON80 燃料芳香烃含量高，造成PAHs 产率高、浓度大，进而导致较大的成核反应速率，有利于碳烟形成.在试验中，燃料中芳烃含量对碳烟生成的贡献占主导地位.

图7 KI对不同燃料PN排放的影响Fig.7 Effects of KI on PN emissions of different fuels

值得注意的是，在汽油机均质预混SI 模式下，汽油掺混乙醇有助于降低PN 排放，这是因为大量的碳烟颗粒是在火焰前锋面高温缺氧区域形成的，而乙醇能够增加火焰前锋面的含氧量，降低反应物的成烟倾向；
含乙醇比例较高的燃料在燃烧过程中会产生较高浓度的OH 等活性组分，OH 等自由基的强氧化作用会加剧PAHs 和碳烟的氧化；
乙醇也会抑制PAHs 生成反应的进行[24].虽然试验中控制策略为分层混合气燃烧，但进行了第二次喷射角度的扫略试验和三维仿真验证，燃料在点火时刻整体混合较为均匀，不存在油束撞壁严重等极端情况.引入第二阶段自燃后，在ϕa＝1.0及ϕa＝1.2 工况下，使用低比例乙醇汽油(RON70E5 和RON70E10)，相对不含乙醇的RON70燃料，PN 排放呈现出明显的反增现象，甚至与高芳烃含量的80 号汽油处于同一水平.

图8 示出了当量比条件、不同爆震强度工况下不同燃料PN 排放的粒径分布.图8a中，RON80、RON70、RON70E5、RON70E10 和RON70E15 试验所得 KI 分别为 0.25、0.24、0.29、0.29 和 0.26 MPa·° CA.由于芳烃含量较高，RON80 燃料粒径小于10 nm 的PN 排放较其他燃料高；
而RON70 燃料不同粒径下的PN 排放均较低，这与其高活性及低芳烃含量等特点密切相关.汽油添加乙醇后，燃料的含氧特性在火焰前锋面中不利于PAHs 的生成，因而火焰传播阶段对PN 排放的增加没有贡献.同时，由于HCCI 燃烧对于PN 排放的降低并不具有优势[17]，PN排放增加可能由自燃阶段导致.与RON70 燃料相比，RON70E5、RON70E10 和RON70E15 燃料PN 排放大幅升高，且依然呈现双峰分布，与RON80 燃料相比，3 种乙醇掺混燃料的凝聚态PN 排放比重有所上升.一方面，乙醇汽化潜热较大，导致近壁面处温度较低，末端混合气更易燃烧不完全；
另一方面，虽然爆震强度处于同一水平，但小负荷工况缸内温度较低，乙醇活性较弱[23]，自燃倾向小，导致第二阶段自燃燃烧效率降低，上述因素使得掺混乙醇后PN 排放大幅增加.乙醇体积分数为15%时，混合燃料中芳烃比例进一步降低，加之乙醇的含氧特性，PN 排放又呈现出降低趋势，但仍远高于RON70 燃料，这是乙醇氧化作用增强的结果.对比RON70E5、RON70E10和RON70E15 这3 种燃料，在大于260 nm 的粒径区间内，PN 排放随着乙醇体积分数的增加而降低，高比例乙醇对大粒径颗粒物的表面生长起到了较强的抑制作用.

图8b 为KI 在较大工况下PN 排放的粒径分布，RON80、RON70、RON70E5 和RON70E10 燃料在所示工况下KI 分别为0.45、0.46、0.46(更接近临界爆震的工况)及0.39 MPa·° CA.与图8a 相比，PN 排放增大了一倍，这进一步说明了爆震强度提高会加剧PN 排放的恶化.RON80 燃料由于较高的芳烃含量，各粒径下的PN 排放均较其他燃料高；
而RON70E5和RON70E10 燃料由于掺混乙醇使得PN 排放恶化，且RON70E10 燃料核态PN 排放比重明显增大.

图8 乙醇掺混比对颗粒物排放粒径分布的影响Fig.8 Effects of ethanol fraction on particulate size distribution

图9 示出了ϕa＝1.4、KI≈0.18 MPa·° CA 工况下不同燃料核态与凝聚态的PN 排放.ϕa＝1.4 工况下，乙醇对PN 排放整体表现为降低作用，乙醇体积分数为5%时，虽然末端混合气自燃倾向有所降低，但由于氧气过量，燃烧温度低，PAHs 生成与颗粒的表面生长均受到抑制，RON70E5 与RON70 的PN 排放基本维持在同一水平，随着乙醇体积分数增加至10%和15%，PN 排放有较大幅度降低，RON70E15燃料在该工况下的PN 排放约为RON70 燃料的1/2.

图9 乙醇掺混比对核态和凝聚态PN排放的影响Fig.9 Effects of ethanol fraction on nucleation and aggregation PN emissions

2.3 EGR率对SICI模式乙醇汽油PN排放的影响

选取RON70 和RON70E10 两种燃料研究了EGR 率对SICI 模式PN 排放及其粒径分布的影响，试验中，控制进气温度为50 ℃，转速为2 000 r/min，BMEP＝0.7 MPa，ϕa＝1.0.图10 为两种燃料在不同EGR 率下的PN 排放.随EGR 率的增加，PN 排放呈现出降低趋势.试验中高压EGR 有双重作用，一方面引入废气后可以加热缸内工质，促进了SICI 前期的火焰传播和第二阶段末端自燃；
另一方面废气稀释提高了缸内工质的热容并稀释混合气，降低火焰传播速度和末端自燃的化学反应速率.

图10 转速为2 000 r/min时EGR率对PN排放的影响Fig.10 Effects of EGR rates on PN emissions at n=2 000 r/min

图11a 示出点火控制角约为-20° CA ATDC、EGR 率分别为0、5%和25%工况下RON70E10 燃料缸内压力、瞬时放热率曲线，该工况下EGR 对SICI燃烧的爆震起到了较强的抑制作用，引入5%的废气即可使得燃烧过程从爆震状态变为无爆震状态.由于中等负荷下缸内温度已经较高，废气虽然加速了第一阶段的火焰传播但抑制了第二阶段自燃，因而引入EGR后，更多的燃油参与前期的火焰传播，第二阶段放热相位滞后，放热率峰值降低.EGR 率为5%工况自燃时刻相对EGR 率为0 工况滞后了4° CA，EGR率为0 工况下自燃放热比例为56.9%，引入5%的废气后自燃放热比例降低至38.8%.图11b 为对应工况下PN 排放的粒径分布.EGR 率为5%时，由于爆震强度较大，不同粒径的PN 排放较EGR 率为0 工况均有大幅度增加，且粒径分布集中在100 nm 附近，EGR 率为0 时粒径大于30 nm 的PN 排放约为EGR率为5%条件下的6 倍.EGR 率为25%时，由于缸内废气较多，对燃烧抑制作用过强，使得缸内温度相对较低，与EGR 率为0 和5%的工况相比，缸内缺少高温氛围，PN 排放大幅降低.

图11 点火控制角为-20° CA ATDC时EGR率对缸内压力、瞬时放热率及颗粒物粒径分布的影响Fig.11 Effects of EGR rates on in-cylinder pressure，heat release rate and particulate size distribution at-20° CA ATDC

选取转速为1 500 r/min、控制进气温度为50 ℃、BMEP＝0.5 MPa及ϕa＝1.0，研究小负荷下EGR 率对SICI 模式PN 排放的影响.图12 为RON70 和RON70E10 两种燃料在不同EGR 率下的PN排放.在转速为1 500 r/min、EGR 率为5%工况下，PN排放与2 000 r/min 工况表现出不同的特性.与无EGR 工况相比，EGR 率为5%时PN 排放出现了反增现象，该现象对于RON70E10 燃料更为明显.在转速为1 500 r/min、BMEP＝0.5 MPa 工况下小比例EGR对含醇燃料燃烧过程的温升作用更加明显，促进了燃料的裂解，导致PN 排放增加.

图12 转速为1 500 r/min时EGR率对PN排放的影响Fig.12 Effects of EGR rates on PN emissions at n=1 500 r/min

图13a 示出了点火控制角约为-30° CA ATDC、EGR 率为0、5%和25%时RON70E10 燃料缸内压力和瞬时放热曲线，无EGR 和EGR 率为5%工况下燃烧过程的压力曲线与放热率曲线相差很小.小负荷时，缸内燃烧温度较低，高压EGR 加热充量对燃烧的促进效果更为明显.图13b 为对应工况下PN 排放的粒径分布，从不同EGR 率下的PN 排放粒径分布来看，引入EGR 率为5%与无EGR 相比凝聚态PN排放差别较小，这也进一步证明了凝聚态PN 排放与KI 相关性更强；
而引入5%的EGR后，燃料热解作用加剧，以及废气中本身含有的HC 为PAHs 的形成提供了来源，均会导致核态PN 排放的增加.进一步加大废气稀释程度，如EGR 率为25%时，大量废气对燃烧的抑制作用占主导，放热过程中缸内最高燃烧温度降低，燃料热解速率变慢，PAHs 生成速率减弱，同时膨胀冲程持续放热导致后期缸内温度相对较高，增强了颗粒物的后期氧化作用，这些因素均导致EGR 率较高时PN 排放的大幅降低.

图13 点火控制角为-30° CA ATDC时EGR率对缸内压力、瞬时放热率及颗粒物粒径分布的影响Fig.13 Effects of EGR rates on in-cylinder pressure，heat release rate and particulate size distribution at-30° CA ATDC

(1) 转速为1 500 r/min、BMEP＝0.5 MPa 工况，KI 相同时，在ϕa为1.0 及1.2 条件下，掺混体积分数为5%和10%的乙醇会导致PN 排放的恶化，这主要与SICI 模式的第二阶段自燃有关；
掺混体积分数为15% 的乙醇后 PN 排放相对降低，但仍远高于RON70 燃料；
乙醇对大粒径颗粒物的表面生长起到较强的抑制作用.

(2) 在试验工况与所用燃料中，KI 及燃料芳烃含量对PN 排放的影响较大，较大的爆震强度或使用高芳烃燃料均会使PN 排放大幅升高.

(3) 中等负荷时，废气稀释对末端混合气自燃的抑制作用较为明显，KI 与PN 排放均大幅降低；
小负荷时，废气加热对末端自燃的促进作用增强，引入低比例EGR后，凝聚态PN 排放变化较小，核态PN 排放明显升高.

(4) 从降低PN 排放角度，低芳烃汽油掺混10%或15%体积分数的乙醇更加适合SICI 燃烧模式；
一定程度的稀燃(ϕa＝1.4)与中等比例的EGR 策略更有利于降低SICI 燃烧模式的PN 排放.

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